聚变-裂变混合堆冷管段大破口失水事故分析

喻章程，解 衡

(清华大学 核能与新能源技术研究院，北京 100084)

聚变-裂变混合堆根据聚变反应富中子贫能量原则，而裂变反应贫中子富能量的特点，利用聚变中子源驱动装有核裂变燃料的次临界包层[1]。文献[2]提出了基于聚变中子源装置的次临界能源堆概念，主要用于能源供应。次临界能源堆的目标主要有：1) 至少3 000 MW的热功率，能量放大因子M≥10；2) 氚增殖率TBR≥1；3) 能持续燃烧可裂变核素238U；4) 首炉可用天然铀或压水堆乏燃料，后期可用其乏燃料和贫化铀组合；5) 采用简单核燃料循环方式，卸载的乏燃料使用简单干法后处理便可重新入堆，也可与贫化铀混合后给新堆供料[3-4]。

聚变-裂变混合堆目前处于概念设计阶段，尚无成熟的堆芯冷却系统方案。本文将非能动堆芯冷却系统(PXS)应用于聚变-裂变混合堆，并以冷管段双端剪切断裂大破口失水事故为例，分析其可行性。PXS主要包括非能动余热排除系统(PRHRs)、自动降压系统(ADS)和非能动安全注射系统(安注箱ACC、堆芯补水箱CMT、安全壳内储水箱IWST)[5]。

1 混合堆概念设计及大破口失水事故概述

图1 聚变-裂变混合堆包层示意图及冷却剂流动方式

本文的研究对象是基于ITER装置的聚变-裂变混合堆，采用文献[2]提出的堆芯物理模型及其计算得出的物理数据。该混合堆整体模型结构与ITER装置类似，等离子体真空室为环向D形，由内向外依次为第一壁、燃料区、产氚区和屏蔽层，总厚度为750 mm[2]。包层示意图和冷却剂流动方式以及包层由内向外的截面如图1、2所示，各层的具体尺寸和材料等参数详见文献[3-4，6]。

图2 包层由内向外的截面

为实现模块化，包层沿环向按一定角度分割，沿D字形等离子体腔分为内外两部分，内外包层在环向方向上分为32个不同的模块，每个模块造成1个整体，以方便制造和装配。概念设计堆中燃料采用U-10Zr合金，均匀布置。冷却剂采用高温高压水，冷却管道嵌入燃料区。

聚变-裂变混合堆的冷管段双端断裂大破口事故同样会经历传统压水堆的4个阶段：喷放、再灌水、再淹没和长期冷却阶段[7]。大破口发生后，反应堆立即停堆。在S信号后，压力平衡管线上的CMT阀门开启，CMT作为高压安注先后通过循环模式和蒸汽补偿模式向堆芯注入冷却水。当一回路压力降到ACC安注压力点4.9 MPa以下时，ACC通过直接注入管线向堆芯提供一段时间大流量的冷却水。当压力降至接近安全壳内压力时，IWST开始向堆芯内注水，堆芯进入长期冷却阶段。

2 冷管段大破口失水事故RELAP5模型

2.1 模型建立

本文对聚变-裂变混合堆堆芯、一回路系统、部分二回路系统以及PXS进行了RELAP5建模。聚变-裂变混合堆冷却系统采用两热腿四冷腿结构，系统模型主要包括堆芯、2台蒸汽发生器、4台主泵、2个ACC、2个CMT、1个IWST、4级ADS、非能动余热排出换热器和1台稳压器。系统节点图示于图3[8]。

模拟的破口位于接有CMT的1条冷却环路中冷腿与堆芯下降段的连接处。图4为大破口的RELAP5模型。部件sgnlvol 380模拟与主泵相连的冷腿，部件branch 89模拟堆芯下降段的集管，部件pipe 930模拟安全壳大空间。正常工况未发生大破口时，触发阀381是打开的，一回路中的冷却剂经主泵流经冷管段再流经下降段。当发生大破口事故时，触发阀381关闭，而马达阀382和383打开，由于一回路与安全壳大气的巨大压差，下降段和冷管段中的冷却剂瞬间向安全壳930中喷放，系统进入冷管段双端断裂大破口瞬态。

图3 系统节点图

图4 冷管段双端断裂大破口事故节点图

2.2 稳态运行

在进行大破口瞬态计算前，先利用RELAP5模型进行稳态计算，达到一稳定状态，并将此时的状态参数作为瞬态计算的初始条件。本文中稳态计算进行了充分长的时间，之后在再启动文件中加入大破口模型，进行大破口瞬态计算。稳态计算得到的系统各项参数与设计值的比较列于表1，可见，稳态计算得到的参数非常接近设计值，表明该稳态值可作为瞬态计算的初始值。

3 大破口瞬态计算结果及分析

根据本文的瞬态计算结果，IWST在事故后约137 s时开始安注，提供长时间大量的冷却水，意味着反应堆进入长期冷却阶段，所以下文着重分析事故后150 s内的瞬态特性。在IWST注水前，反应堆经历了喷放、再灌水和再淹没阶段，燃料元件经历突然升温和被冷却的过程，之后堆芯状态趋于平稳，一回路系统通过非能动余热排出系统以及IWST带走热量，堆芯不会再发生燃料温度过高的现象。

表1 RELAP5计算得到的稳态参数

表2列出本文RELAP5模拟计算得到的冷管段双端断裂大破口事故关键事件时间点。

在t=0 s时，大破口发生，一回路中的冷却剂通过破口迅速喷出，此时是欠热泄压，一回路压力在极短的时间内降到流体的最高局部饱和压力，如图5所示。由于欠热泄压，破口处的流速很快达到临界，一回路的压力降到局部饱和压力以下，冷却剂开始沸腾，这时进入饱和泄压阶段。在欠热泄压阶段，从破口流出的冷却剂为单相流，当进入到饱和泄压阶段，堆芯内的冷却剂开始汽化，流出冷却剂从单相流变成两相流，从而堆芯内的传热情况发生恶化，同时，由于堆芯内的冷却剂压力和流量的减小，使得冷却剂对燃料区的冷却能力进一步降低，燃料温度发生突升。

表2 聚变-裂变混合堆中大破口事故时间序列

图5 一回路系统稳压器的压力

图6为破口处冷却剂质量流量和空泡份额。可见，大破口瞬态发生后，堆芯内的冷却剂处于过冷状态，破口处于过冷喷放，从破口流出的冷却剂处于单相流状态，流量非常大，一回路系统迅速降压。随后，破口处的流量由单相流转变为两相流，破口处的空泡份额增加，直到最后流出的冷却剂全为汽相，冷却剂流量也相应减小。当系统压力降到与安全壳压力接近时，两处破口流量由于内外压差的减小而变得很小，喷放阶段结束。从图6还可看到，在喷放过程中，靠近压力容器的破口流量要比靠近主泵的破口流量大很多，这是由于堆芯中的冷却剂装量比主泵附近管道中的要大。

大破口瞬态发生后，堆芯冷却剂出现倒流和滞止期间，反应堆先后经历喷放、再灌水和再淹没阶段，由于堆芯中冷却剂的丧失和堆芯的裸露，燃料排热状况恶化，大量热量无法及时导出，从而使该部分热量在燃料内部重新分布，燃料温度会急剧升高[9-10]。图7示出大破口瞬态中内外包层热通道燃料的最高温度变化。从图中可见，在瞬态后约11 s，由于堆芯内外包层出现倒流，燃料的第1次峰值温度出现，约为938.2 K。瞬态后50 s左右，由于堆芯流量倒流和堆芯裸露，燃料的第2次峰值温度出现，约为608.7 K。燃料的第1、2次峰值温度均发生在外包层中。之后，注入堆芯的冷却水逐渐再淹没堆芯，对堆芯的冷却能力大幅增强，堆芯骤冷，燃料温度也快速下降，并趋于稳态，不再出现堆芯燃料超温。

图6 破口处冷却剂质量流量和空泡份额

图8为大破口瞬态中ACC和CMT的安注流量。破口发生后，稳压器低压力(11.72 MPa)信号触发安全注射S信号，安全系统开启投入运行。在本文所建立的RELAP5模型中，考虑到相关信号的延迟，S信号产生后延迟20 s，CMT隔离阀打开。在初期，CMT以循环模式注入冷却水，一回路冷管段中的热水进入CMT并驱动其中的冷水通过直接注入管线注入堆芯。在CMT安注的后期，以蒸汽补偿模式进行安注，一回路冷管段中的蒸汽进入CMT并驱动其中的冷水安注，CMT中的水装量逐渐减少。ACC的安注起点是一回路的压力降到4.93 MPa，在t=6.2 s，一回路的压力降到S信号的触发压力11.72 MPa，之后延迟20 s才打开CMT隔离阀。但大破口事故中一回路泄压很快，在t=16 s，CMT隔离阀未打开时，系统压力已降到4.93 MPa，这时ACC开始安注，同时部分冷却水通过破口流失。在ACC的冷却水进入堆芯下部直到再淹没，堆芯基本裸露，仅依靠热辐射和很小的自然对流导出堆芯部分热量。ACC和CMT共有1根直接注入管线，在ACC排空前，ACC安注时建立的内压会阻止CMT的安注，使得CMT的安注流量很小。从图8还可看出，CMT1的安注流量较CMT2(处于大破口所在的环路)的安注流量大得多，这是由于CMT的安注靠冷管段中的冷却剂来驱动，而CMT2位于大破口所在的环路，该环路中的冷却剂丧失速率比其他环路更快，冷却剂流量更少，导致CMT2的驱动力小于CMT1，所以其安注流量要小很多。而ACC是靠氮气内压来驱动的，与大破口的位置无关，所以两个ACC的安注流量几乎无差别。

图7 内包层和外包层燃料的最高温度

图8 CMT和ACC安注流量

由于ACC和CMT的冷却水先后注入堆芯，一回路中的冷却剂装量得到补充。在堆芯压力降到与安全壳压力接近时，IWST隔离阀打开，开始注入冷却水，堆芯的坍塌液位逐渐升高，如图9所示。冷却水逐渐淹没堆芯，使得堆芯能得到充分的冷却，燃料温度也从第2次峰值温度开始下降，并逐渐趋于稳态，不会再出现燃料超温，大破口瞬态结束。

图9 堆芯坍塌液位

4 结论

本文将PXS应用于聚变-裂变混合堆，并以冷管段双端剪切断裂大破口失水事故为例，分析了其可行性。计算结果表明，大破口发生后，燃料温度会突升，先后出现两次燃料温度峰值，且均发生在外包层中，在瞬态后约11 s，第1次峰值温度为938.2 K，瞬态后50 s左右，第2次峰值温度为608.7 K。两次燃料温度峰值均低于燃料U-10Zr的熔点，在可接受范围内。随着瞬态过程的深入，安注系统投入运行，内外包层的坍塌液位开始回升，最终重新淹没堆芯。可见，PXS在冷管段双端剪切断裂大破口失水事故下能保证堆芯的安全，将PXS应用于聚变-裂变混合堆是可行的。

参考文献：

[1] 邱励俭. 聚变能及其应用[M]. 北京：科学出版社，2008：45-51.

[2] 师学明，彭先觉. 混合能源堆包层中子学初步概念设计[J]. 核动力工程，2010，31(4)：5-7.

SHI Xueming, PENG Xianjue. Preliminary concept design on blanket neutronics of a fusion-fission hybrid reactor for energy production[J]. Nuclear Power Engineering, 2010, 31(4): 5-7(in Chinese).

[3] 马纪敏. 次临界能源堆物理与安全问题研究[D]. 北京：清华大学，2012.

[4] 郭海兵. 次临界能源包层热工水力设计及物理-热工耦合研究[D]. 北京：清华大学，2012.

[5] YANG J, WANG W W, QIU S Z, et al. Simulation and analysis on 10-inch cold leg small break LOCA for AP1000[J]. Annals of Nuclear Energy, 2012, 46(1): 81-89.

[6] 马纪敏，刘永康. 次临界能源堆物理性能初步分析[J]. 原子能科学技术，2012，46(4)：437-441.

MA Jimin, LIU Yongkang. Preliminary physical performance analysis of subcritical energy reactor[J]. Atomic Energy Science and Technology, 2012, 46(4): 437-441(in Chinese).

[7] 朱继洲，奚树人，单建强，等. 核反应堆安全分析[M]. 西安：西安交通大学出版社，2004：96-101.

[8] XIE Heng, HE Shuangji. The SCDAP/RE-LAP5 3.2 model of AP1000 on SBLOCA[J]. Progress in Nuclear Energy, 2012, 61(1): 102-107.

[9] 殷煜皓，林支康，梁国兴，等. 核电厂大破口事故建模与初始参数不确定性分析[J]. 扬州大学学报：自然科学版，2012，15(1)：42-46.

YIN Yuhao, LIN Zhikang, LIANG Thomas K S, et al. Large-break loss of coolant accident modeling and the uncertainty analysis of initial parameters[J]. Journal of Yangzhou University: Natural Science Edition, 2012, 15(1): 42-46(in Chinese).

[10] 于平安，朱瑞安，喻真烷，等. 核反应堆热工分析[M]. 西安：西安交通大学出版社，2010：234-237.